斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎雙向承載結構分析

郭振東，黃志強，趙國棟,4，張文韜

(1.中交瑞通建筑工程有限公司，北京 100084；2.中交路橋建設有限公司，北京 100084；3.沈陽工業(yè)大學 建筑與土木工程學院，遼寧 沈陽 110870；4.山東濟華燃氣有限公司，山東 濟南 250000；5.中交路橋北方工程有限公司，北京 100084)

1 研究背景

隨著我國橋梁建設的快速發(fā)展，在深水區(qū)域中，出于對結構施工和環(huán)境保護等方面的考慮，需要搭設水上臨時施工鋼棧橋，作為高速公路主橋和匝道橋施工的主通道、鉆孔平臺和墩側作業(yè)平臺，實現(xiàn)水下作業(yè)向陸上作業(yè)的轉換，待工程完工后拆除。我國南方地區(qū)河流多湍急且河床橫向坡度較大，水流沖刷作用強烈導致河床多為淺覆蓋層或裸巖層。傳統(tǒng)的鋼管樁振沉工藝無法達到嵌巖深度及承載力的要求，這不僅影響了鋼棧橋的施工進度，并且存在很大的安全隱患。為了保證棧橋的安全質量與順利施工，采用鋼管樁鉆芯內嵌工字鋼并澆筑混凝土的施工工藝，形成鋼-混凝土復合樁基礎。

斜截面淺覆蓋層上的橋梁樁基將同時承受上部結構傳遞的豎向荷載與流水沖擊產生的水平荷載，結構受力較平地樁基而言更為復雜[1-2]。目前，國內外有關斜截面淺覆蓋層復合樁基礎的系統(tǒng)研究較少，鋼棧橋樁基礎力學性狀、結構特征及各部分的相互作用等方面的研究方興未艾。趙明華等[1]通過現(xiàn)場試驗得到巖質邊坡滑坡推力分布規(guī)律，建立了關于邊坡滑坡體推力的數(shù)值分析模型，并提出了適用于斜截面樁基礎的內力與位移計算公式；尹平保等[3]通過不同坡度及水平荷載作用角度下斜截面樁基礎室內模型試驗，測得了樁頂荷載位移曲線及樁身彎矩分布，提出了樁基礎水平極限承載力擬合公式；牛富生等[4]通過不同豎向荷載工況下某黃土斜截面樁基進行試驗，測得了樁身兩側不同坡面的軸力、樁側摩阻力及樁側土壓力的分布規(guī)律與力學特征，并提出了樁側摩阻力折減系數(shù)；丁選明等[5]、楊磊[6]通過模擬斜樁在不同傾角下的承載特性，得到了樁身傾角與單樁極限承載力、樁身彎矩、樁身軸力及樁身側摩阻力的變化規(guī)律；喻豪俊等[7]通過碎石土斜截面水平受荷樁的數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗的對比，探討了不同坡度下樁身變形、彎矩及土壓力的變化，提出了單樁水平臨界荷載和極限荷載在不同坡度區(qū)間內取值時的折減系數(shù)。以上研究成果大多考慮單一荷載對橋梁樁基礎的影響，并未考慮組合荷載的相互作用，與斜截面淺覆蓋層復合樁基礎的受力狀況有一定差別。

為此，本文結合廣東清西大橋臨時鋼棧橋工程項目，通過現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬比較，對雙向承載的斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎進行研究分析，可為相應工程提供借鑒。

2 現(xiàn)場試驗概況

2.1 工程概況

廣東清西大橋臨時鋼棧橋標準段寬度為6 m，跨度為12 m，棧橋樁基礎采用雙排2根Φ630 mm鋼管樁作為支撐，橫向間距為4.5 m，并通過槽鋼連接，安置平聯(lián)與剪刀撐，在樁頂兩側焊接牛腿。鋼管樁往上依次安置工字鋼承重梁、貝雷主梁、工字鋼分配梁(間距0.75 m)、倒扣槽鋼作為橋面板(間距0.25 m)，其結構如圖1(a)所示。鋼管樁嵌固深度為0.2 m，內部鉆探取芯，嵌入I10工字鋼作為錨桿，內嵌深度為5.2 m，并澆筑C30水下混凝土，澆筑高度為3 m，最后形成鋼-混凝土復合樁基礎，如圖1(b)所示。

圖1 實例工程鋼棧橋結構及鋼-混凝土復合樁結構示意圖(單位：mm)

鋼棧橋施工現(xiàn)場多為橫向坡度較大的淺覆蓋層區(qū)，河床底基巖主要以強風化砂巖、碎裂巖為主，承載力特征值為300～450 kPa，側摩阻力特征值為80～120 kPa，覆蓋層淤泥厚度不足1 m，坡度比為1∶2.6，部分橋段位于裸巖區(qū)，且水流湍急多漩渦，平均徑流深為1.47 m，最大流速為3.5 m/s。

2.2 試驗設計

現(xiàn)場試驗為準靜載試驗[8]，采用總重為500 kN(車重+荷重)的12 m3混凝土罐車，左車輪位于第2貝雷片與第3貝雷片間，右車輪位于第4貝雷片與第5貝雷片間，以0.5 km/h速度勻速通過第1～第5跨，每1.5 m靜止20 s。試驗現(xiàn)場如圖2所示。

圖2 試驗現(xiàn)場示意圖 圖3 應變測點布置圖

在鋼管樁樁頂布置拉桿式直線位移傳感器，記錄樁頂豎向與水平位移；在鋼管外壁每隔2 m環(huán)形布置4個應變片(共4×11=44片)，如圖3(a)所示；在內嵌工字鋼翼緣、腹板每隔1 m布置6個應變片(共6×5=30片)，如圖3(b)所示。由IMC數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動采集試驗全過程數(shù)據(jù)，待試驗結束后進行數(shù)據(jù)分析。

2.3 試驗結果

(1)樁頂位移。斜截面淺覆蓋層鋼棧橋鋼-混凝土復合樁的豎向荷載與樁頂位移關系曲線如圖4所示。其中水平位移方向為順橋方向。

由圖4可知，對于斜截面淺覆蓋層鋼-混凝土復合樁，當豎向荷載在0～300 kN時，樁頂豎向與水平位移基本呈線性增加關系，且增加速率較??；當豎向荷載超過300 kN時，樁頂位移曲線呈指數(shù)增加關系，樁頂豎向與水平位移均迅速增加。其中，前樁的豎向與水平位移均大于后樁，且柱頂豎向位移約為樁頂水平位移的2倍。當豎向荷載為500 kN時，前樁與后樁的最大豎向位移分別為38.32、36.41 mm；最大水平位移分別為19.82、19.12 mm，兩者相對位移差均小于為2 mm，橋面未出現(xiàn)明顯的傾斜。

圖4 鋼-混凝土復合樁豎向荷載-樁頂位移曲線

可見，豎向荷載對斜截面淺覆蓋層鋼-混凝土復合樁的豎向和水平位移均產生了影響。以本文現(xiàn)場試驗為例，為了限制鋼棧橋樁基礎豎向與水平位移，需要將豎向荷載限制在一定范圍內(小于300 kN)，而當豎向荷載超過一定范圍時(大于300 kN)，對水平位移的抑制作用已不明顯，且豎向位移顯著增加。并且隨著豎向荷載的增加，前樁與后樁的相對豎向位移幅度增大，而相對水平位移保持在較小的范圍內，因此，在工程設計中應綜合考慮因豎向荷載過大引起的橋面傾斜。

(2)樁身應變。由于鋼-混凝土復合樁前樁與后樁的現(xiàn)場試驗應變值差異較小，因此取兩者的平均值，分別得到鋼-混凝土復合樁外鋼管應變和樁內工字鋼應變隨行車時間的變化曲線，如圖5所示，當車輛行駛150 s時，剛好處于測試樁中心位置。

由圖5(a)可看出，隨著測試車輛由遠至近，鋼管的壓應變先是逐漸增大，當車輛達到測試樁位置時，應變達到最大壓應變，當車輛遠離時，應變逐漸變小，并恢復到車輛來臨之前的狀態(tài)。

由圖5(b)可看出，內嵌工字鋼的應變也是呈現(xiàn)這種先增大后減小的變化。表明樁的整體應變變化處于彈性狀態(tài)，滿足設計承載要求，且能很好地傳遞水平方向的荷載。

樁體中間嵌入的工字鋼起到了樁加固效果，增加了樁的嵌固能力，且組成復合樁樁體的工字鋼、鋼管以及中間灌注的混凝土三者共同承載，協(xié)調變形，整體呈現(xiàn)受壓狀態(tài)，變形連續(xù)，體現(xiàn)了內部混凝土粘結良好，工字鋼整體處于彈性范圍內，彈性變形良好。車輛經過瞬間，外鋼管頂部與嵌固處最大應變值分別為533.12×10-6、243.54×10-6(圖5(a))，這對外鋼管的疲勞壽命具有影響，應在鋼棧橋使用過程中，加強對外鋼管的相關監(jiān)測。

從圖5(b)中的數(shù)據(jù)同樣看出，鋼混段中部的工字鋼壓應變較小，但隨著橋面荷載的臨近，連接鋼混段與嵌固段的工字鋼應變迅速增大，最大接近了36×10-6，大于其他部位的工字鋼應變變化量，工字鋼底部應變值最大為6.56×10-6，頂部應變值最大為4.24×10-6，分析表明鋼混段與嵌固段交界處內嵌工字鋼出現(xiàn)應變集中現(xiàn)象，這部分是混凝土與巖石交接處，受力不均勻，主要承受了行車荷載對樁體的豎向和水平作用力以及流水沖擊力。嵌固段中部的樁身變形主要體現(xiàn)了樁底土層承載能力的影響，嵌固段工字鋼受力不大，起主要受力作用的是鋼混段，說明可以考慮將原設計的嵌固段5.2 m的設計長度適當減少。

圖5 鋼-混凝土復合樁外鋼管和樁內工字鋼應變隨行車時間的變化曲線

3 數(shù)值模擬

3.1 模型參數(shù)選取

為了便于建立模型，提高運算效率，選取一跨鋼棧橋進行建模研究。根據(jù)設計資料，鋼棧橋標準段寬度為6 m，跨度為12 m。對于鋼-混凝土復合樁而言，外鋼管均為Φ630 mm×8 mm鋼管，其中前樁長22 m，后樁長20.25 m，嵌固深度為0.2 m，內部混凝土澆筑高度為3 m，內嵌工字鋼為I10，嵌固深度為5.2 m。根據(jù)圣維南原理[9]，豎向荷載只對一定范圍內的土體產生明顯的影響，計算土體尺寸采用鋼-混凝土復合樁間距長寬的5倍，即計算的橫向范圍為60 m，縱向范圍為22.5 m，因為斜截面淺覆蓋層，不考慮淤泥層的影響，中心垂直范圍取為16.5 m，坡度比為1∶2.6。

鋼材均為Q235B，采用二次塑流本構模型[10]；內部混凝土為C30，采用圓鋼管混凝土本構模型[10]；計算土體主要以強風化砂巖、碎裂巖為主，采用Mohr-Coulomnb本構模型[11-12]。網(wǎng)格以六面體為主，均為實體單元，提高內嵌工字鋼的網(wǎng)格密度，如圖6所示，以便觀察內嵌工字鋼的力學變化。斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎模型如圖7所示。

圖6 鋼-混凝土復合樁模型

圖7 斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎模型

在數(shù)值模擬中，應當合理地考慮鋼混界面的粘結效應以提高模型的計算精度，但目前為止，對鋼混界面的粘結效應的相關研究不足，缺乏相關的本構關系。部分研究表明[13-14]，在未考慮鋼混界面的粘結效應的情況下，數(shù)值模擬的結果依然可以滿足計算的要求，并提高了運算效率。因此，為了便于數(shù)值模擬，本文在建立斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎模型時，沒有考慮鋼混界面的粘結效應，在接觸部分直接用綁定約束來模擬鋼混之間的相互作用。

對于單跨鋼棧橋而言，需要考慮相鄰鋼棧橋的影響。分別對單跨鋼棧橋頂部某方向施加集中力F，得到相應的側移值Δ，即可得到彈性剛度k=F/Δ。通過上述方法計算，得到鋼棧橋沿兩個方向的彈性剛度。在斜截面淺覆蓋層鋼棧橋模型中將以上計算所得彈性剛度的彈簧施加于鋼棧橋，即認為考慮了相鄰鋼棧橋的影響。為了與現(xiàn)場實際情況保持一致，將模型樁周土及鋼-混凝土復合樁外鋼管底端的邊界節(jié)點施加X、Y、Z3個方向的0位移約束。

3.2 模型加載及合理性驗算

為了保證模型驗證的準確性，在施加荷載之前，首先設置地應力平衡[15]，然后在橋面板中心上部建立了參考點，在參考點與橋面板之間建立了剛體約束，并以集中力的形式向基準點施加軸向荷載，分10級加載(每級100 kN)，直至1 000 kN。在鋼管樁順橋向施加流水荷載Fw[16]。水位取20年一遇最高水位19.37 m，流水荷載Fw為：

(1)

式中：Fw為流水荷載，kN；γ為水的重度，取9.80 kN/m3；v為設計流速，取3.50 m/s；A為復合樁阻水面積，取3.78 m2；g為重力加速度，取9.80 m/s2；K為橋樁系數(shù)，取0.8，可得Fw=18.52 kN。流水壓力合力的著力點，假定在設計水位線以下0.3倍水深處。

為了比較數(shù)值模型與現(xiàn)場試驗的擬合程度，選取前樁的豎向荷載-樁頂豎向位移曲線為評價依據(jù)，比較曲線如圖8所示。

圖8 豎向荷載-樁頂豎向位移比較曲線

由圖8可得，數(shù)值模型與現(xiàn)場試驗雖然不是完全的吻合，但大體數(shù)值和曲線趨勢仍具有良好的一致性，數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗的位移值相對誤差基本小于8%，平均值為4.2%，滿足計算要求。與現(xiàn)場試驗值相比，數(shù)值模擬值普遍較高。分析的原因可能是：(1)在模擬過程中，橋面處于理想的均布應力狀態(tài)，存在理想的鉸約束；而在實際試驗中，橋面處于鉸與固定約束之間，不存在理想的鉸約束，因此對鋼棧橋的承載力有一定的影響；(2)在模擬中，忽略了內嵌工字鋼與外鋼管、內部混凝土之間的相對滑移，直接在內嵌工字鋼與外鋼管、內部混凝土之間施加約束，與復合樁的實際受力情況不同，使鋼棧橋承載力偏高；(3)由于模擬時各材料均是各向勻質，而實際情況中鋼棧橋在施工安裝過程中難以保證材料各向同性勻質，最終導致鋼棧橋位移數(shù)值模擬值與現(xiàn)場試驗值相比偏大。

由圖8還可看出，當豎向荷載加載至600 kN時，鋼棧橋豎向位移數(shù)值模擬曲線出現(xiàn)拐點，取該級荷載作為鋼棧橋樁基礎極限承載力，此時鋼棧橋樁基礎位移云圖如圖9所示。

圖9 鋼棧橋樁基礎位移云圖 圖10 外鋼管應力云圖 圖11 內嵌工字鋼應力云圖

現(xiàn)場試驗豎向位移曲線在豎向荷載為500 kN終止，沒有出現(xiàn)拐點，因此運用多項式擬合推測后期曲線走勢，經計算可得出，當豎向荷載為613 kN時，現(xiàn)場試驗豎向位移曲線將會出現(xiàn)拐點，推測結果和數(shù)值模擬較為吻合，證明本模型所選參數(shù)與簡化方式合理，可以進行下一步的數(shù)值模擬分析。

4 現(xiàn)場試驗和數(shù)值模擬對比分析

4.1 鋼-混凝土復合樁基礎應力對比

豎向荷載為500 kN時，鋼-混凝土復合樁外鋼管及內嵌工字鋼的應力云圖分別如圖10、11所示。由圖10、11可看出，外鋼管在頂部及嵌固處應力較大，內嵌工字鋼在鋼混段與嵌固段交界處出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，前樁受到斜截面淺覆蓋層的影響更大。

將鋼-混凝土復合樁外鋼管和內嵌工字鋼不同位置的現(xiàn)場試驗應力值與數(shù)值模擬值進行對比，結果如表1所示。

由表1可知，各位置應力的數(shù)值計算值與現(xiàn)場試驗值相差較小，鋼-混凝土復合樁能較好地傳遞荷載，使外鋼管、內部混凝土和內嵌工字鋼三者協(xié)同受力，內嵌工字鋼在交界處出現(xiàn)應力集中，但未到達屈服，滿足承載能力要求。

表1 鋼-混凝土復合樁不同位置的現(xiàn)場試驗應力值與數(shù)值模擬值對比 MPa

4.2 鋼-混凝土復合樁基礎彎矩對比

豎向荷載為500 kN時，鋼-混凝土復合樁的樁身彎矩分布曲線如圖12所示。

圖12 鋼-混凝土復合樁的樁身彎矩分布曲線

對圖12進行分析如下：

(1)在雙向荷載的作用下，現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬的樁身彎矩分布曲線均呈“S”型分布，前樁與后樁樁身分別在距樁頂14與12 m附近出現(xiàn)反彎點[17]。在流水沖擊與豎向荷載的雙向作用下，導致復合樁樁頂會產生流水方向的水平位移，從而產生樁頂截面彎矩[18]。樁底邊界條件為嵌固，因此樁底截面無彎矩產生。

(2)樁身上段均存在較大負彎矩，前樁與后樁的最大負彎矩值均出現(xiàn)在距樁頂4 m左右處，前樁現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬的最大彎矩值分別為3.38、3.64 N·m，后樁的最大彎矩值分別為3.97、4.39 N·m，后樁比前樁的彎矩增幅分別為17.5%、20.6%，說明對于斜截面淺覆蓋層鋼-混凝土復合樁，樁頂彎矩荷載會對樁身彎矩最大值產生影響，且對于后樁的影響更加明顯。

(3)由于鋼管樁嵌固深度不足且受到流水的沖擊作用，在樁身中部產生了水平方向的彎曲變形，即使樁頂?shù)呢Q向荷載可以抵消、抑制部分樁身彎曲變形，但樁身也不可避免地會產生附加彎矩[19-20]，對于鋼-混凝土復合樁而言，因內部澆筑混凝土并嵌入工字鋼，從而提高了樁體整體強度和剛度，有利于鋼棧橋的穩(wěn)定。

5 結 論

本文通過實例工程的現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬，對雙向承載的斜截面淺覆蓋層鋼棧橋樁基礎進行研究分析，主要得到以下結論：

(1)在斜截面淺覆蓋層區(qū)，鋼棧橋承受豎向荷載與水平流水荷載，前樁樁頂?shù)呢Q向與水平位移均大于后樁。隨著豎向荷載的增加，樁頂豎向位移增幅加劇，而樁頂水平位移增幅相對較小，樁頂豎向位移約為樁頂水平位移的2倍。當豎向荷載大于300 kN時，對樁頂水平位移的抑制作用已不明顯，且樁頂豎向位移顯著增加。

(2)在現(xiàn)場試驗過程中，外鋼管與內嵌工字鋼各部位均為壓應變，且前樁應變值均大于后樁。當豎向荷載大于300 kN時，外鋼管頂部應變值迅速增加，但并沒有出現(xiàn)明顯變形，鋼管樁處于彈性應變范圍內，內嵌工字鋼在鋼混段與嵌固段交界處出現(xiàn)應變集中現(xiàn)象。

(3)對于鋼-混凝土復合樁而言，樁體中間嵌入的工字鋼起到了樁加固效果，增加了樁的嵌固能力，且組成復合樁樁體的工字鋼、鋼管以及中間灌注的混凝土三者共同承載，協(xié)調變形，達到了預想的設計效果。

(4)現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬的樁身彎矩分布曲線均呈“S”型分布，樁身上段均存在較大負彎矩，由于流水荷載的作用，使得樁頂彎矩對樁身彎矩最大值產生影響，且對于后樁的影響更加明顯。豎向荷載雖能在一定程度上抑制樁身變形，但仍會產生附加彎矩。內嵌工字鋼可提高樁體強度和剛度，有利于鋼棧橋的穩(wěn)定。